ANÁLISIS BIDIMENSIONAL DEL FLUJO DE MATERIAL EN SOLDADURA POR FRICCIÓN-AGITACIÓN

Asociación Argentina de Materiales
Registro N°ISSN 1668-4788
ANÁLISIS BIDIMENSIONAL DEL FLUJO DE MATERIAL EN SOLDADURA POR
FRICCIÓN-AGITACIÓN
D. Santiago (a), G. Lombera (a), A. Cassanelli (b),
S. Urquiza (b) y L. A. de Vedia (c)
(a)
Dto. de Mecánica, Facultad de Ingeniería, Universidad Nacional de Mar del Plata,
CONICET, Mar del Plata, Argentina.
(b)
Facultad de Ingeniería, Universidad Nacional de Mar del Plata,
Mar del Plata, Argentina.
(c)
ITPJAS, Universidad Nacional de San Martín-CNEA, CIC
San Martín, Buenos Aires, Argentina.
e-mail: dsantiago@fi.mdp.edu.ar
RESUMEN
El proceso de soldadura por fricción-agitación o “Friction Stir Welding” (FSW) es un método
de soldadura desarrollado por el (TWI) “The Welding Institute” de Inglaterra en 1991 [1]. Es un
nuevo concepto en soldadura en fase sólida por fricción especialmente apto para la soldadura del
aluminio y sus aleaciones y ofrece aspectos interesantes pudiendo en muchos casos reemplazar a
los procesos usuales por arco.
El modelado numérico del proceso, permite predecir comportamientos, pudiendo acelerar
los procesos de diseño, bajando los costos y optimizando las variables tecnológicas a utilizar [2,
3].
En este trabajo se resolvió un modelo bidimensional del proceso de soldadura por fricción
utilizando un programa de elementos finitos de propósito general. Se implemento una formulación
de flujo viscoso, donde las propiedades mecánicas del material se representaron con una ley
constitutiva para aluminios a altas temperaturas. Para la determinación del campo de
temperaturas se consideró la generación de calor interna por deformación plástica del material. Se
resolvió el caso con un esquema iterativo no-linealmente acoplado. Se relacionó la distribución
del flujo del material y el campo de presiones con los defectos de soldadura observados en la
práctica. Se contrastaron los resultados numéricos con datos experimentales reportados en
bibliografía.
ABSTRACT
The process of Friction Stir Welding (FSW) is a welding method developed by The Welding
Institute (TWI) of England in 1991 [1]. It is a new welding concept in solid phase by friction
particularly apt for the welding of components made of aluminum and its alloys being capable, in
certain cases, of replacing the conventional arc welding process with advantages.
The numerical modeling of this process allows predict the behavior without the need of
specified test, accelerating the design process, lowering costs and optimizing the technological
variables to use [2, 3].
In this work a friction stir welding process bi-dimensional model was solved by general
purpose finite element program. A viscous flow formulation was used, where the material
mechanical properties was represented by a constitutive law for aluminum at height temperature.
For the determination of temperature field, the internal heat generation by material plastic
deformation was considered. The case was solved by a coupled no-linear iterative scheme. The
material flow distribution and pressure field was related with welding defects watched in practice.
The numerical results were contrasted with the experimental data reported in bibliography
.
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parte posterior donde se consolida para crear
la soldadura. El resultado es una soldadura
de estado sólido y alta calidad. El eje de la
herramienta generalmente está inclinado
unos grados (2º o 3º) respecto de la vertical,
para facilitar la consolidación de la soldadura.
Existen varios trabajos de simulación
que intentan describir el flujo del material
alrededor de la herramienta de soldadura [4,
5], pero en ninguno de los consultados, se
analiza si existe alguna correlación entre la
distribución del flujo de material y los
defectos de soldadura. En este trabajo se
relacionó la presencia de defectos en una
soldadura realizada en forma experimental
con el campo de presiones y la distribución
del flujo en una simulación bidimensional del
proceso. Si bien el flujo del material alrededor
de la herramienta de soldadura es
tridimensional debido al efecto de mezclado
que produce la rosca del perno, en trabajos
anteriores [2] observamos que existía un
fuerte gradiente de dicho flujo en los planos
perpendiculares al eje de la herramienta y
cerca de la superficie de la misma. Por lo
tanto, para poder captar estos gradientes de
flujo con un costo computacional aceptable,
se decidió hacer un análisis bidimensional
que nos proveyera datos cualitativos de la
naturaleza del flujo alrededor de la
herramienta.
INTRODUCCIÓN
La soldadura por fricción-agitación
(Stir-Welding o Friction Stir Welding –FSW-)
es una técnica para unir dos láminas o placas
gruesas por medios mecánicos. En la figura 1
se muestra una representación esquemática
del proceso de FSW, la herramienta consiste
de un “hombro” normal al eje de rotación de
ésta, y un perno de diámetro pequeño
conectado a dicho hombro (Fig. 2). El
hombro de la herramienta, cuyo diámetro es
relativamente grande respecto del perno,
actúa como un respaldo superior para
prevenir que el material salga expulsado de
las piezas a soldar. Esto minimiza la
formación de huecos en la zona soldada.
Usualmente el perno está “roscado” para
proveer una mayor área de calentamiento por
fricción, mientras se mantiene el diámetro del
perno relativamente pequeño. Se denomina
Lado de Retroceso (LR) al lado donde la
velocidad tangencial de la herramienta tiene
sentido opuesto al avance de la misma (-VS),
y Lado de Avance (LA) al opuesto del
anterior.
Velocidad de
Soldadura
Velocidad de
Rotación
(VS)
Lado de Avance
Borde
anterior
dela herramienta
Apoyo
ECUACIONES GOBERNANTES
Modelo mecánico
Borde posterior
dela herramienta
Despreciando las fuerzas inerciales y
de volumen, las ecuaciones de equilibrio en
un volumen de material : con una frontera
w: se pueden escribir de la siguiente
manera:
Lado de Retroceso
Fig.1 Esquema del proceso de FSW
Una vez que las láminas o placas se
colocan a tope en un eje común, el perno
rotativo se hunde dentro de las piezas a
soldar hasta que el hombro de la herramienta
está en contacto íntimo con la superficie de
trabajo. Después que el perno se inserta,
éste se mueve en la dirección de soldadura.
A medida que la herramienta se mueve a lo
largo de la costura, el material calentado y
ablandado fluye alrededor del perno hacia su
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’ ˜V
0 en :
(1)
donde V es el tensor de tensiones de
Cauchy. Las tracciones Tºi se pueden
describir en una porción de la frontera w:t
(condiciones de Neumann), mientras los
componentes de la velocidad uºi se puede
especificar en el resto de la superficie w:u
(condiciones de Dirichlet).
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El
tensor
de
velocidades
de
deformación D está relacionado con la parte
simétrica del gradiente del campo de
velocidades u de acuerdo a
’u
D
T
’u
2
Ve
0
(2)
(3)
2PD, S
P
Ve
3H e
La distribución de temperaturas se
obtiene resolviendo la ecuación de balance
de calor
UCp
V - pI
H e2
3
S˜S
2
2
D˜D
3
(4)
J
’ ˜ k’T J
(7)
K ˜ (S : D) rc 1 ˜ (T prom T 0 )
(8)
donde el primer término es la disipación
de la potencia viscoplástica que se puede
expresar como el producto contraído de la
tensión con la velocidad de deformación
(S:D). Se asume que alrededor del 90% de la
potencia plástica se convierte en calor (K
=0.9 fracción de potencia que no es
absorbida en defectos microestructurales). El
segundo término se asume como una
pérdida de calor por contacto con la base
donde se encuentran apoyadas las placas,
siendo rc la resistencia de contacto, Tprom la
temperatura promedio del elemento y T0 la
temperatura de la placa base (la cual se
consideró constante).
(5)
En este trabajo se asumió un material
viscoplástico y rígido donde la tensión de
flujo depende de la velocidad de deformación
y de la temperatura. Esto se representa por
la siguiente relación [6]:
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DT
Dt
donde U es la densidad, Cp la
capacidad calorífica, k la conductividad
térmica, T la temperatura y J la fuente de
calor interna. Si bien se trata de resolver un
problema estacionario, se implemento un
esquema temporalmente dependiente para
facilitar la convergencia del sistema de
ecuaciones. La fuente de calor interna se
puede describir como sigue:
donde P es la viscosidad efectiva del
material y p la presión hidrostática. Además,
Ve es la tensión efectiva o el segundo
invariante de la tensión y He es la velocidad
de deformación efectiva o el segundo
invariante de la velocidad de deformación.
Estos se pueden escribir como
V e2
(6)
Modelo térmico
Si se adopta una formulación de flujo
para modelar las grandes deformaciones
plásticas involucradas en el proceso de FSW,
el tensor desviador de tensiones S se puede
relacionar con el tensor de velocidades de
deformación D –que es en realidad un
desviador en virtud de la hipótesis de
incompresibilidad- por la siguiente relación:
S
§Q·
con Z He exp¨ ¸
© RT¹
donde D, Q, A y n son constantes del
material(tabla 2), R es la constante de los
gases y T la temperatura absoluta. Las
constantes del material se pueden determinar
usando ensayos de compresión estándar. El
modelo mecánico se completa luego de
describir las condiciones de contorno
apropiadas.
Suponiendo que el material es
incompresible, la ecuación de continuidad
que se debe cumplir en todo el dominio : es
’ ˜u
ª§ Z ·1/ n º
argSh«¨ ¸ »,
D
¬«© A¹ ¼»
1
5
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de la herramienta, pero luego de resolver el
problema, se observó que existía una capa
límite del orden del tamaño de los elementos.
Por ese motivo, se decidió incrementar la
densidad de la malla para captar más
fielmente los fenómenos producidos en el
flujo alrededor de la herramienta.
Además se adoptaron las propiedades
del aluminio puro, tanto para los parámetros
mecánicos como para la conductividad y el
calor específico dependientes de la
temperatura. El modelo térmico se completa
luego de describir las condiciones de
contorno apropiadas.
PROCEDIMIENTO EXPERIMENTAL
Modelo geométrico
La placa que se simuló tiene 100mm de
largo y 60 mm de ancho, con un agujero
central de diámetro 6.5mm que representa el
perno de la herramienta. En este caso se
asume un marco de referencia fijado a la
herramienta de soldado, de tal manera que la
placa se mueve hacia ella con una velocidad
(Vs=1.15mm/seg) y temperaturas (T0=25ºC)
impuestas en la superficie de entrada a la
zona de estudio. La velocidad de rotación de
la herramienta es Vr=8.17 vueltas/seg.
Se considera una relación de
deslizamiento relativo entre la herramienta y
el material en contacto con ella de 0.5. Esta
suposición no es representativa del
fenómeno de fricción que se genera entre las
dos superficies, pero a los efectos
cualitativos del trabajo, se puede considerar
valida.
Los datos del material y otros
parámetros del modelo figuran en las Tablas
1 y 2.
Fig.2 Malla de Elementos Finitos
El algoritmo de resolución consiste en
dos subpasos: en el primero de ellos se
obtiene el campo de velocidades asumiendo
fijo el campo de temperaturas. Se itera por
reemplazos sucesivos para adaptar nolinealmente los valores de viscosidad de
acuerdo a las velocidades de deformación
obtenidas en la iteración anterior. Las
ecuaciones discretas son obtenidas a partir
de la formulación clásica del problema de
Stokes para flujos totalmente viscosos
incompresibles y de acuerdo a las
interpolaciones antes mencionadas, con el
agregado de seudo-compresibilidad artificial
del tipo de Chorin[7] El sistema de
ecuaciones lineales para cada iteración es
resuelto por el método de gradientes
conjugados
cuadrados
con
un
precondicionador de factorización incompleta
de tipo LU de acuerdo al esquema propuesto
por Y. Saad en SparseKit[8]. En el segundo
sub-paso se resuelve el campo de
temperaturas con interpolación cuadrática
como un problema de convección difusión,
asumiendo el campo de velocidades
resultante en el primer sub-paso. El método
de resolución numérica es el mismo que en
el primero.
Aunque se requiere la solución
estacionaria, se implementó un esquema de
avance en el tiempo totalmente implícito,
Modelado Numérico
Se modeló la placa base con una malla
de elementos finitos triangulares del tipo
Taylor-Hood, es decir, triángulos P2-P1, con
interpolaciones
cuadráticas
para
las
velocidades y lineales para las presiones, en
orden a lograr estabilidad de las
interpolaciones de presión por la condición
de divergencia nula conjuntamente con una
adecuada captura de los gradientes de
tensión en las capas límites.
En la figura 2 se observa la malla de
EF utilizada y un detalle de la densificación
alrededor del perno de soldadura. Antes de
obtener esta malla se utilizaron otras con
menos densidad de elementos en la región
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simulación no son los mismos que los
utilizados en la referencia 10, se observa
claramente la similitud en los patrones de
flujo. El campo de presiones obtenido en esta
simulación es la componente hidrostática del
tensor de tensiones. En la figura 6 se
muestra la evolución de una línea de
trazadores que avanza hacia la herramienta
(de Fig. 6(a) a 6(f) ).
usado
fundamentalmente
como
precondicionador del sistema de ecuaciones.
RESULTADOS Y DISCUSIÓN
Campo de temperaturas
En la figura 3 se muestra una
comparación entre datos experimentales
obtenidos de bibliografía [3] y la simulación
realizada en una línea que se encuentra a
12.7 mm de la unión de las placas a soldar
(ver línea de referencia en Fig. 4). Como se
observa, los valores de temperaturas
máximos se encuentran en el rango de los
reportados en bibliografía para FSW [9]. La
discrepancia en los valores más alejados se
producen ya que en el análisis bidimensional
no se tienen en cuenta muchos mecanismos
de pérdida de calor, como ser en la
herramienta de soldadura y la suposición que
la placa base se encuentra a temperatura
constante. En la figura 4 se muestra la
distribución de temperaturas en toda la placa.
Fig. 4 Distribución de temperaturas en
toda la placa
En dicha figura se observa como el
material se va depositando detrás de la
herramienta (círculos punteados), desde el
LR hacia el LA. Los últimos trazadores en
depositarse detrás de la herramienta se
ubican del LA y coincide con la zona de
menores tracciones (Fig. 6(f) ).
Si bien en este trabajo no se considera
la acción del hombro, la fuerza vertical
ejercida por la herramienta produce, a través
del área del hombro, una distribución de
tensiones de compresión debajo de la
misma. En consecuencia, un incremento de
la fuerza vertical ejercida por la herramienta
tiende a producir un incremento de la zona
comprimida delante de la herramienta y una
reducción de la zona traccionada detrás de la
misma. Cuando la zona en un principio
traccionada alcanza valores de presiones
positivas, el material fluiría alrededor del
perno como se observa en las figuras 6. Vale
destacar que este análisis es netamente
cualitativo y no se puede conocer a priori el
aporte al campo de presiones que genera el
hombro de la herramienta ni el alcance que
Fig.3: Distribución de temperaturas a 12.7 mm.
Campo de velocidades y presiones
En la figura 5 se muestra una
comparación entre un patrón de flujo
reportado en bibliografía [10] y el obtenido en
la simulación. El procedimiento para obtener
estos patrones consiste en trazar una línea
de marcadores perpendicular a la velocidad
de soldadura y observar la distribución de los
mismos luego que la herramienta traspasa la
posición de dicha línea. Si bien los
parámetros de procesamiento utilizados en la
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placas soldadas. Claramente se observa que
el incremento del clavado de la herramienta
produjo que el material fluyera del LR hacia
el LA, eliminando el defecto. Se reconoce
una correspondencia entre las zonas donde
se producen los defectos en forma
experimental y las zonas traccionadas del
modelado numérico.
tiene el mismo a través del espesor de las
placas soldadas.
En la figura 7 se observa un defecto de
soldadura que fue corregido con sucesivos
incrementos en la penetración de la
herramienta sobre las placas soldadas [11].
Las flechas blancas indican las marcas en el
trazo de la herramienta donde se incrementó
la penetración de la herramienta en las
Lado de retroceso
Vs
Vr
Lado de avance
(a)
(b)
Fig. 5 Patrones de flujo. a) Valores numéricos, b) Valores experimentales
U [Kg/m3]
Property
Aluminum
2.7 10
Cp [J/Kg ºC]
3
1.05 10
k [W/m ºC]
3
207.0
Tabla 1: Propiedades térmicas de la herramienta y las placas de aluminio
Material
Alloys 1S
A
0.224 1013
D [mm2 N-1]
0.052
N
4.54
H [J mol-1]
177876.4
Tabla 2: Parámetros de la ley de viscosidad
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Lado de retroceso
Vs
Vr
a
Lado de avance
b
c
d
e
f
Fig. 6 Evolución de una línea de trazadores
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Lado de retroceso
Vr
Vs
Lado de avance
Fig. 7 Defecto de soldadura
iniciar un análisis tridimensional del proceso
de FSW con un mayor conocimiento sobre
los requerimientos computacionales y
limitaciones del modelo planteado.
CONCLUSIONES
En este trabajo se planteo el análisis
del proceso de FSW mediante la resolución
de un problema de flujo viscoso acoplado
con el campo térmico en un caso
bidimensional. Se modeló el flujo alrededor
del perno de la herramienta y se lo contrastó
con
mediciones
experimentales
con
trazadores. Los patrones de flujo de material
alrededor del perno de la herramienta
obtenidos en este modelado conserva una
buena correlación con las observaciones
experimentales reportadas en bibliografía.
Por lo antes mencionado, se puede decir que
la ley constitutiva para aluminios a altas
temperaturas implementada en este caso
representó muy bien el comportamiento del
material en las condiciones del proceso de
FSW.
Se analizó la posible relación entre las
zonas
defectuosas
observadas
experimentalmente con los campos de
presión y flujo de material obtenidos en la
simulación.
Los valores de temperaturas máximos
encontrados
mediante
la
simulación
presentan una buena correlación con los
reportados en la bibliografía, encontrando
una discrepancia en los valores más
alejados.
Como se mencionó anteriormente, el
interés de este trabajo fue obtener datos
cualitativos del flujo alrededor de la
herramienta. Los mismos nos permitirán
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